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Verfahren zum Betrieb einer elektrischen Glimmentladung und
Entladungsgefäss hiefür
Beim Betrieb von Glimmentladungen in einem Unterdruckgefäss zum Zwecke der Durchführung von metallurgischen, chemischen oder sonstigen technischen Prozessen werden vorwiegend metallische Entla- dungsgefässe verwendet, da solche Prozesse immer eine erhöhte Temperatur des Behandlungsgutes erfor- derlich machen. Bei elektrischen Glimmentladungen dieser Art liegt am Behandlungsgut, also beispiels- weise an dem an seiner Oberfläche zu veredelnden metallischen Werkstück, dauernd oder wenigstens zeit- weise eine negative Spannung, damit die wirksame kathodische Glimmentladung die am Prozess beteiligten Flächen des Werkstückes möglichst vollständig überzieht.
Die hiefür erforderliche Zufuhr elektrischer
Energie zum Behandlungsgut erfolgt üblicherweise über eine oder mehrere in der metallischen Gefässwan- dung eingebaute Stromdurchführungen mit einem isolierten Innenleiter, der bei Gleichstrombetrieb dauernd und bei Wechselstrombetrieb zeitweise kathodisches Potential gegen seine Umgebung führt.
Beim Betrieb derartiger Entladungsgefässe ist die bekannte Schwierigkeit aufgetreten, dass sich nicht nur das Behandlungsgut, sondern auch alle andern, kathodisches Potential aufweisenden Metallteile, also auch der Innenleiter der Stromdurchführung, mit einer Glimmhaüt überziehen und somit am Entladungsprozess teilnehmen. Hiedurch entstehen einerseits unnötige Erwärmungen und Energieverluste an den betreffenden Teilen, etwa an Halterungen für das Behandlungsgut, anderseits aber auch zerstörend wirkende Reaktionen besonders an den Stromdurchführungen, besonders bei den Berührungsstellen Innenleiter/Iso- liermaterial im Gefässinnenraum.
Diese bekannte, die Lebensdauer solcher Stromdurchführungen stark vermindernde Erscheinung hat dazu geführt, dass als Schutzmassnahme ein System enger Spalte zwischen Innenleiter und Isolator verwendet wird, um die am Grunde des Spaltsystems gelegene Berührungsstelle Innenleiter/Isolator vor dem Angriff der zerstörenden Glimmentladung zu schützen, da erfahrungsgemäss in einem genügend engen Spalt eine Glimmentladung stark behindert oder vollständig unterdrückt wird.
Der günstige Einfluss solcher Spaltsysteme hat zu verschiedenen, meist ziemlich komplizierten Konstruk- tionen von isolierten Stromdurchführungen geführt, bei welchen zwischen dem Innenleiter einerseits und dem Isolator bzw. eventuell vorhandenen, mit der Isolatorhalterung und dem Gehäuse verbundenen Metallteilen anderseits enge Schutzspalte vorgesehen sind.
Die Verwendung von Schutzspalten um den Innenleiter der isolierten Stromdurchführungen stellt das bisher einzig bekannte Mittel dar, um die zerstörend wirkende Glimmentladung von den empfindlichen Stellen der Stromdurchfiihrung fernzuhalten. Derartige Stromdurchführungen haben sich auch durchaus bewährt, insbesondere beim Betrieb von Entladungsgefässen mit einem Gasdruck von einigen Millimeter Hg. Es tritt aber häufig der Fall ein, dass bei Glimmentladungsprozessen eine relativ hohe Temperatur, bei- spielsweise. über 500 C, des Behandlungsgutes erwünscht und eine dementsprechend hohe Energiezufuhr erforderlich ist.
WUrde man hiebei mit kleineren Gasdrücken unter 1 mm Hg arbeiten, so wäre eine relativ hohe Betriebsspannung von weit über 1000 Volt nötig,. was wegen der Isolationsschwierigkeiten und der komplizierten Stromversorgungsanlagen unzweckmässig wäre. Infolgedessen ist es vorteilhafter, mit höherem Druck, etwa zwischen 5 und 20 mm Hg und darüber, zu arbeiten, da hiebei die viel grössere Entladungsstromdichte bereits bei viel kleineren Betriebsspannungen, beispielsweise zwischen 400 und 1000 Volt, die Aufheizung des Behandlungsgutes auf Temperaturen bis zu 10000C und darüber ermöglicht.
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Besonders zweckmässig sind Entladungsgefässe mit einem derartigen Aufbau und einer derartigen Bemessung, dass die Stromdichte auf den Zuführungsleitungen zu den Elektroden bildenden Prozessflächen und zu den diesen zugeordneten Gegenelektroden schon an den Verbindungsstellen Zuführungsleitung-Elektrode wesentlich niedriger als die Stromdichte auf den Prozessflächen ist.
Als konstruktive Regel für den Aufbau eines zur Durchführung des erfindungsgemässen Verfahrens geeigneten Entladungsgefässes, das mit grösstenteils aus Metall bestehenden Wandungen, wenigstens einer isolierenden Stromdurchführung und mindestens einer weiteren Spannungszuleitung, mit Haltegliedem für das Behandlungsgut und mit Gegenelektroden versehen ist, ist zu beachten, dass vorzugsweise eine derartige Anordnung der den Prozessflächen zugeordneten Gegenelektroden zu wählen ist, dass deren Kapazität zu den Prozessflächen grösser als die Parallelkapazität ist, die sich bei Abzug dieser Kapazität zu den Prozessflächen von der zwischen den beiden Stromeinführungen liegenden Gesamtkapazität ergibt und von Elektrodenzuführungen,
Halterungen und andem spannungsführenden Bauteilen gegeneinander und gegen die Entladungsgefässwandung sowie von Elektrodenflächen gegen die Entladungsgefässwandung gebildet wird. Vorzugsweise sind dabei die Gegenelektroden so auszubilden, dass sie zwecks Erhöhung der Kapazität zu den Prozessflächen dieselben mindestens teilweise umschliessen. Weiterhin ist eine Isolierung des Entladungsgefässes gegenüber allen stromführenden Zuleitungen zwecks Verringerung der Parallelkapazität sehr vorteilhaft. Es ist ferner zweckmässig, in unmittelbarer Umgebung des Innenleiters der Stromdurchführungen zwecks Verringerung der Parallelkapazitäten metallische Abschirmungen vorzusehen.
Besonders vorteilhaft ist es, das Entladungsgefäss in mindestens zwei voneinander isolierte Teile derart aufzuteilen, dass Stromdurchführungen an voneinander isolierten Teilen befestigt sind.
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1-8Fig. 3 und 4 je einen Längsschnitt durch die kathodische Stromdurchführung des Entladungsgefässes nach Fig. l ; Fig. 5 und 6 je eine Darstellung der kathodischen Stromdurchführung des Entladungsgefässes nach Fig. 1 in zwei Betriebszuständen ; Fig. 7 und 8 je ein weiteres Ausführungsbeispiel von Entladungsgefässen.
Das vorliegende Verfahren bezieht sich, wie bereits erwähnt, auf grosstechnische Glimmentladungsprozesse, die am jeweiligen Behandlungsgut bei Temperaturen von 3000C und mehr durchgeführt werden. Da das Behandlungsgut dabei zumindest zeitweise als Kathode geschaltet ist, weist also die Kathode bei solchen grosstechnischen Glimmentladungsprozessen Temperaturen von 3000C und mehr auf.
Infolge dieser hohen Temperatur der Kathode ist die von einer bestimmten Anzahl Ionen beim Aufprall derselben auf die Kathode ausgelöste Zahl von Elektronen erheblich grösser als z. B. bei Raumtemperatur, und diese Tatsache schafft überhaupt erst die Möglichkeit, grosstechnische Glimmentladungsprozesse mit einer relativ hohen spezifischen Energiedichte der Glimmentladung zu betreiben, weil zur Erzielung einer hohen Energiedichte der Glimmentladung notwendigerweise der Gasdruck im Entladungsgefäss auf Werte gesteigert werden muss, bei denen bei kalter Kathode eine Glimmentladung nicht mehr aufrecht zu erhalten wäre, wenn man vermeiden will, die Betriebsspannung auf unpraktische hohe Werte von ein oder mehreren Kilovolt steigern zu müssen.
Würde man nun bei einem solchen grosstechnischen Glimmentladungsprozess, ausgehend von den zur Aufrechterhaltung einer bestimmten Arbeitstemperatur notwendigen Werten der Spannung über der Entladungsstrecke und des Druckes im Entladungsgefäss unter Konstanthaltung des Druckes die Spannung verringern, dann würde auch der Strom der Entladungsstrecke und damit die lonendichte an der Kathode und damit wiederum die Temperatur der Kathode sinken.
Da nun, wie oben schon erläutert, bei den notwendigen Druckwerten bei kalter Kathode eine Glimmentladung nicht mehr aufrecht zu erhalten wäre, muss bei der Durchführung eines solchen Versuches, also einer ständigen Verringerung der Spannung unter Konstanthaltung des Druckes, eine Grenztemperatur der Kathode erreicht werden, bei der die Aufrechterhaltung der Glimmentladung gerade noch möglich ist, nämlich die Temperatur, bei der von 100 Ionen gerade noch so viele Elektronen an der. Kathode ausgelöst werden können, dass diese auf dem Wege zur Anode gerade wieder 100 Ionen erzeugen. Sinkt die Temperatur der Kathode unter diesen Grenzwert, dann erlischt die Glimmentladung.
Anderseits gibt es aber auch eine Grenzspannung, bei deren Unterschreiten die Glimmentladung aus dem Grunde erlischt, weil dann die Energie der Ionen im Mittel nicht mehr ausreichend ist, um an der Kathode die zur Aufrechterhaltung der Glimmentladung notwendige Anzahl von Elektronen auszulösen.
Grenzspannung und Grenztemperatur sind wiederum voneinander abhängig, weil die notwendige Energie zur Auslösung der erforderlichen Elektronenzahl und damit die Grenzspannung umso geringer ist, je höher die Temperatur der Kathode ist und umgekehrt die Grenztemperatur umso niedriger liegt, je
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höher die zur Auslösung der erforderlichen Elektronenzahl zur Verfügung stehende Energie, also je höher die Spannung ist.
Man erniedrigt also mit jeder Verringerung der zwischen den Elektroden der Glimmentladungsstrecke liegenden Spannung U um AU gleichzeitig die Kathodentemperatur T um AT, und da die Grenzspannung Ugrenz mit sinkender Kathodentemperatur ansteigt, erhöht man damit gleichzeitig die Grenzspannung
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Verringerung steigende Grenzspannung die Elektrodenspannung und die Glimmentladung bricht ab.
Das bedeutet aber, dass'die Funktion U = f (J) mit einer Spannungsemiedrigung abbricht, dass also die Steigung dieser Funktion U = f (J) am Punkt des Abbruches bzw. des Erlöschens der Glimmentladung noch nicht gleich Null ist. Kurz vor dem Erlöschen beginnt sich die Glimmentladung in ihrer Flächenausdehnung einzuschränken und zieht sich hiebei jeweils von den Flächenteilen zurück, auf denen jeweils die Strompfade niedrigster Stromdichte enden und die dementsprechend die niedrigste Temperatur und damit die höchste Grenzspannung haben.
In diesem Punkt liegt also der wesentliche Unterschied zwischen dem Effekt, der die Grundlage des erfindungsgemässen Verfahrens bildet, und dem allgemein bekannten Effekt, der im Bereich des normalen Kathodenfalles der Strom-Spannungs-Kennlinien stromschwacher Glimmentladungen auftritt und der eine dem Strom proportionale Bedeckung der Kathode bei konstanter Spannung bewirkt.
Dieser Unterschied soll noch einmal klar hervorgehoben werden :
1. Bekannter Effekt : a) Die Flächenausdehnung der Glimmentladung beginnt sich erst dann einzuschränken, wenn die Elektrodenspannung vom anormalen Kathodenfall in den normalen Kathodenfall übergeht, also von dem Punkt ab, wo die Elektrodenspannung die konstante Grenzspannung erreicht hat und konstant bleibt. b) Bei Beginn der Einschränkung der Flächenausdehnung der Glimmentladung ist die Steigung der Strom-Spannungs-Kennlinie U =f (J) gleich Null.
Ursachen des bekannten Effektes :
Die Grenzspannung ist bei stromschwachen Glimmentladungen konstant, weil die Kathodentemperatur infolge der geringen Intensität der Glimmentladung konstant ist, u. zw. etwa gleich : der Umgebungstemperatur. Man spricht in diesem Zusammenhang von einer kalten Kathode bei der Glimmentladung.
Die Grenzspannung ist also unabhängig von oder Spannungsänderungen (zumindest im gesamten Bereich des normalen und im Anfangsbereich des anormalen Kathodenfalles), weil der geringe Strom keine Temperaturänderung der Kathode verursacht.
Die Elektrodenspannung erreicht die Grenzspannung beim Übergang vom anormalen in den normalen Kathodenfall. Da die Grenzspannung stromunabhängig ist, kann von diesem Übergangspunkt ab bei Aufrechterhaltung der gleichen Elektrodenspannung der Strom verringert werden,-ohne dass die Glimmentladung erlischt. Da-aber die Elektrodenspannung in diesem Bereich gleich der Grenzspannung ist, besteht zwischen der Zahl der ständig auf die Kathode abfliessenden und der ständig erzeugten Ionen ein labiles Gleichgewicht. Bei Verringerung des Stromes, also der Zahl der zugeführten Elektronen, sinkt die Zahl der erzeugten Ionen und wegen des labilen Gleichgewichtes in gleichem Masse die Zahl der auf die Kathode abfliessenden Ionen, so dass sich die Bedeckung der Kathode proportional dem Strom verringern'muss.
2. Grundlagen des erfindungsgemässen Verfahrens bildender Effekt : a) Die Flächenausdehnung der Glimmentladung beginnt sich dann einzuschränken, wenn an irgendeinem die Elektrodenspannung führenden Flächenteil die Temperatur so weit abgesunken ist, dass die mit. der absinkenden Temperatur ansteigende Grenzspannung an diesem Flächenteil die Elektrodenspannung überschreitet.
Vom Beginn der Einschränkung der Flächenausdehnung der Glimmentladung ab kann man die Elektrodenspannung noch weiter senken, u. zw. bis an allen Flächenteilen die Temperatur so weit abgesunken ist, dass die mit der absinkenden Temperatur ansteigende Grenzspannung an allen diesen Flächenteilen die Elektrodenspannung überschritten hat ; b) Bei Beginn der Einschränkung der Flächenausdehnung der Glimmentladung ist daher die Steigung der Strom-Spannungs-Kennlinie U = f (J) ungleich Null.
Ursachen des neuartigen Effektes :
Die Grenzspannung ist bei stromstarken Glimmentladungen nicht konstant, weil die Kathodentemperatur infolge der hohen Intensität der Glimmentladung vom Strom abhängig ist.
Die Grenzspannung ist demzufolge abhängig vom Strom und damit auch von der Elektrodenspannung,
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weil eine Änderung derelektrodenspannung einestromänderung und damit auch eine Temperaturänderung der Kathode verursacht.
An den die Elektrodenspannung führenden Flächenteilen niedrigster Stromdichte ist die partielle
Temperatur am niedrigsten, daher die partielle Grenzspannung am höchsten. Bei Verringerung der Elek- trodenspannung unter diese partielle Grenzspannung zieht sich die Glimmentladung von diesen Flächen- teilen zurück.
Wird nun beispielsweise in dem in Fig. 1 schematisch wiedergegebenen Entladungsgefäss l aus Metall, mit den beiden isolierten Stromdurchführungen 2 und 3. der Halterung 4 für das an deroberfläche zu veredelnde Rohr 5 und den Gegenelektroden 6, bei einem Gasdruck von etwa 1 mm Hg über die Spannungsquelle 7 eine Betriebsspannung von etwa 600 V angelegt, so entsteht eine Glimmentladung, welche die sämtlichen kathodischen Bauteile überdeckt, also das Werkstück 5, die Halterung 4 und den Innenleiter 8 der Stromdurchführung 2. Natürlich ist bei dieser Betriebsweise die Energiedichte am Werkstück 5 noch relativ gering und höchstens für eine Erwärmung desselben auf 100 - 2000C ausreichend.
Soll eine Energiedichte von z. B.'1, 5 Watt/cm* und eine Werkstücktemperatur von 500 C erzielt und über längere Dauer aufrechterhalten werden, so kann dies durch eine entsprechende Spannungssteigerung bewirkt werden. Dabei ergibt sich aber eine Erhöhung der Energiedichte an allen kathodischen Bauteilen, also auch am Innenleiter 8 der Stromdurchführung 2, was höchst unerwünscht ist, da die Abdichtungsmittel an solchen massiven Stromdurchführungen gewöhnlich vor höheren Temperaturen geschützt werden müssen.
Im Bestreben, die energiereiche Glimmentladung möglichst von den Stromdurchführungen femzuhalten, wurde unter anderem versucht, bei gleichbleibender Anordnung der Teile 3 und 6 das Entladungsgefäss 1 sehr viel höher zu machen und die Halterung 4 über einen dünnen Stab mit dem Innenleiter 8 der dann weit-entfernten Stromdurchführung 2 zu verbinden. Bei der Untersuchung derartiger Versuchsanordnungen wurde überraschenderweise entdeckt, dass der lange Verbindungsstab nur zum Teil mit einer Glimmentladung bedeckt und der oberste Teil samt der Stromdurchführung 2 hievon frei war.
Die nur teilweise Bedeckung solcher räumlich sehr ausgedehnter Elektroden mit einer Glimmentladung erwies sich als druckabhängig, u. zw. konnte mit steigendem Druck von 1 mm Hg aufwärts eine zunehmende Konzentration der Glimmentladung auf das Rohr 5 und den unmittelbar benachbarten Raumbereich erzielt werden.
Diese unerwartete Feststellung brachte den Erfinder auf die Idee, den besagten Effekt dazu auszunutzen, um die hauptsächlich bei hohem Druck im Entladungsgefäss immer wieder auftretenden Schwierigkeiten mit Bauteilen, die zur Vermeidung von Überschlägen und sonstiger Zerstörungen vor der Einwirkung intensiver Glimmentladungen zu schützen sind, insbesondere die bekannten Schwierigkeiten bei Stromdurchführungen, dass der Isolator nicht mit einer Glimmentladung in Berührung kommen darf, zu beseitigen, u. zw. durch eine derartige Steuerung bzw. Einstellung von Elektrodenspannung U und Gasdruck p im Entladungsgefäss, dass sich die Glimmentladung von den vor Einwirkung einer Glimmentladung zu schützenden Bauteilen innerhalb des Entladungsgefässes zurückzieht bzw. diese nicht bedeckt.
Zu diesem Zweck müssen die Betriebsspannung U der Glimmentladung und der Druck p im Entla- dungsgefäss abhängig voneinander derart gesteuert bzw. eingestellt werden, dass die Spannung U bei je-
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bei deren Unterschreitung sich die Glimmentladung bei Konstanthaltung von Px in ihrer Flächenausdehnung einzuschränken beginnt und sich hiebei jeweils von den Flächenteilen zurückzieht, auf denen jeweils die Strompfade niedrigster Stromstärke enden, mindestens um so viel niedriger liegt, dass die Glimmentladung in ihrer Flächenausdehnung höchstens bis an vor der Einwirkung einer Glimmentladung zu schützende spannungsführende Bauteile heranreichr und höchstens um so viel niedriger liegt,
dass die Glimmentladung in ihrer Flächenausdehnung mindestens die am Prozess beteiligten Flächen bedeckt.
Dadurch wird ein Entladungszustand geschaffen, bei welchem sich die Glimmentladung eben von der Stromdurchführung zurückzuziehen beginnt. Das Behandlungsgut, in Fig. l und 2 also das Rohr 5, weist dann die vorgesehene spezifischeEnergiedichte auf, aber wenigstens der Innenleiter 8 der Durchführung 2 ist energiemässig entlastet. Falls erwünscht, kann die Entlastung auch auf die Halterung 4 ausgedehnt werden.
Obwohl nach dem erfindungsgemässen Verfahren in allen Fällen eine Lsistungsaufteilung erzielbar ist, müssen Massnahmen getroffen werden, um die Entlastung bzw. Energiekonzentration an den jeweils erwünschten Stellen zu erwirken. Denn das angegebene Verfahren kann nur dann richtig funktionieren und den gewünschten Effekt erbringen, wenn sich die Glimmentladung bei Einschränkung ihrer Flächenausdehnung auch tatsächlich von den Bauteilen zurückzuziehen beginnt, die vor der Einwirkung einer Glimmentladung zu schützen sind und sich dabei mehr und mehr auf die Prozessflächen konzentriert und sich nicht etwa umgekehrt von Prozessflächen zurückzieht und auf die zu schützenden Bauteile konzentriert.
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Da sich nun, wie- entsprechende Untersuchungen gezeigt haben, die Glimmentladung bei Einschränkung ihrer Flächenausdehnung jeweils von den Flächenteilen zurückzieht, auf denen jeweils die Strompfade niedrigster Stromdichte enden, und die Stromdichte wiederum bekanntlich von der konstruktiven Anordnung und Bemessung der einzelnen Flächenteile abhängig ist, muss das zur Durchführung des angegebenen Verfahrens verwendete Entladungsgefäss eine ganz bestimmte Anordnung und Bemessung aller innerhalb desselben befindlichen spannungsführenden Bauteile einschliesslich der Elektroden bildenden Prozessflächen sowie zugeordneter Gegenelektroden aufweisen, u. zw. muss das Entladungsgefäss zur Durch- führung des erfindungsgemässen Verfahrens so ausgebildet sein, dass einerseits die.
Strompfade-höchster'.
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Elnwir ! aingeineF Glimmentladung zuschützenden Bauteile endenden Strompfade eine niedrigere,'u. zw. vorzugsweise wesentlich niedrigere Stromdichte aufweisen, und dass anderseits bei'vorausgesetzt gleichem Strom in jedem Strompfad die
Zahl der auf den Prozessflächen endenden Strompfade grösser, u. zw. vorzugsweise wesentlich grösser als die Zahl der auf allen übrigen spannungsführenden Bauteilen endenden Strompfade ist. Vorzugsweise ist dabei eine derartige Ausbildung zu wählen, dass auf den vor der Einwirkung einer Glimmentladung zu schützenden Bauteilen die Strompfade niedrigster Stromdichte enden.
Die Stromdichte lässt sich nach bekannten graphischen Verfahren bei gegebener Konfiguration leicht feststellen, indem man in einen Schnitt durch das Entladungsgefäss nach gegebenen Regeln die Strompfade und Äquipotentiallinien einzeichnet, wobei die bekannten, aus der Theorie der komplexen Transformation stammenden Hauptregeln die Einhaltung der Schnittwinkel und die Abbildungsähnlichkeit sind ; die für Orthogonalsysteme wie sämtliche Potentialströmungen, also auch elektrische Strömungen, besagen, dass sich Strompfade und Äquipotentiallinien im rechten Winkel schneiden und jeweils miteinander Quadrate oder quadratähnliche Einzeiflächen umschliessen. Die sich bei Anwendung dieser Regeln ergebende Dichte der Strompfade ist dann ein Mass für die im Entladungsgefäss auftretende Stromdichte.
Statt des graphi- schen Verfahrens kann man zur Feststellung der Stromdichte auch das bekannte experimentelle Verfahren mittels eines elektrolytischen Troges verwenden.
- Um dem Fachmann aber diese Arbeit zu ersparen, hat der Erfinder eine einfachereRegelzur Ausbil- dung des Entladungsgefässes gegeben, die dem Konstrukteur eine bessere Übersicht verschafft. Nach dieser Regel sind das Entladungsgefäss sowie alle spannungsführenden Bauteile innerhalb desselben so auszubilden und anzuordnen und insbesondere eine derartige Anordnung der den Prozessflächen zugeordneten Gegenelektroden zu wählen, dass deren Kapazität zu den Prozessflächen grösser als die Parallelkapazität ist, die sich bei Abzug dieser Kapazität zu denProzessflächen von der zwischen den beiden Stromeinführungen liegenden Gesamtkapazität ergibt und von Elektrodenzuführungen,
Halterungen und andem spannungsführenden Bauteilen gegeneinander und gegen die Entladungsgefässwandung sowie von Elektrodenflächen gegen die Entladungsgefässwandung gebildet wird.
Massgebend für die erwünschte Entlastung der Stromdurchführung 2 in Fig. 1 und 2 ist also beispielsweise die Anordnung und flächenmassige Dimensionierung der dem Rohr 5 zugeordneten Gegenelektrode 6,- im Vergleich zu den Abstands-und Flächenverhältnissen an der Einmündung des Innenleiters 8 der Stromdurchführung 2 in den Unterdruckraum gegenüber den nächstliegenden mit dem positiven Pol der Stromquelle 7 verbundenen Metallteilen.
Diese "Elektrodengeometrie" muss derart gewählt werden, dass die Kapazität zwischen dem Rohr 5 - ohne Halterung 4 - und den längs derselben sich erstreckenden Teilen der Gegenelektrode 6 grösser ist als die gesamte Parallelkapazität seitens der andern im Unterdruckraum befindlichen Bauteile, welche mit dem Rohr 5 verbunden sind (Teile 4,8) bzw. am Potential der Gegenelektrode 6 liegen (untere Biegung von 6, Innenleiter von 3). Diese Parallelkapazitl1t wird hier durch die elektrisch in Serie geschalteten Kapazitäten zwischen dem Gehäuse 1 und der Halterung 4 samt dem Innenleiter 8 einerseits und den Kapazitäten zwischen dem Gehäuse 1 und den Gegenelektroden 6 samt dem Innenleiter der Stromdurchführung 3 anderseits bestimmt.
Falls der Kapazitätswert zwischen dem Rohr 5 und den Gegenelektroden 6 jene Parallelkapazität übertrifft, dann ergibt sich bei gleichzeitiger Druck-und Spannungsänderung, unter Beibehaltung der vorgeschriebenen Energiedichte, die erwünschte Leistungsaufteilung, bei welcher die Stromdurchführung 2 und der Innenleiter 8 entlastet werden und eine Konzentration des Energieumsatzes auf die Prozessflächen, also auf das Rohr 5 erfolgt.
Diese Kapazitätsregel gestattet auf einfache Weise die Auffindung einer geeigneten Elektrodenanordnung, welche eine Leistungsaufteilung zu Gunsten der am Prozess beteiligten Flächen ermöglicht. -Na- türlich handelt es sich hiebei lediglich um eine abgekürzt Umschreibung der geometrischen Konfiguration der Abstands- undFlächenverhälm1sse, und es soll damit keineswegs behauptet werden, dass diese Kapazitäten beim Zustandekommen der Glimmentladung als kapazitive Blindwerte wirklich in Erscheinung treten. Vielmehr dürften in Wirklichkeit die Impedanzwerte der einzelnen Entladungsstreckenteile eher
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ohmisch und als Widerstände zu betrachten sein.
Die Kapazitätsbetrachtung hat sich aber bewährt und stellt eine brauchbare Hilfsvorstellung dar, um die konstruktive Gestaltung auf ihre Zweckmässigkeit beurteilen zu können.
Würde bei dem Entladungsgefäss und der Anordnung nach Fig. 1 und 2 die Kapazitätsregel nicht beachtet und die Summe der Parallelkapazitäten den Wert der Kapazität zwischen dem Rohr 5 und den Gegenelektroden 6 übertreffen, dann wäre eine Leistungsaufteilung zwar erzielbar, aber die Entlastung würde an den Prozessflächen, also im Rohr 5, stattfinden, und nicht wie gewünscht an der Stromdurchführung.
Zur Verminderung derParallelkapazität zur Prozessflachenkapazität ist bei dem Entladungsgefäss nach
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1eine Serienschaltung der Kapazitäten der beiden Innenleiter derStromdurchführungen gegen das Gehäuse 1 zur Folge hat. Es ist bei diesen Kapazitätsbetrachtungen aber von Wichtigkeit, dass nur die Kapazität des frei in den Unterdruckraum ragenden Innenleiters 8 von Bedeutung ist und nicht die innerhalb der Strom- durchführung selbst konzentrierte Eigenkapazität, weil nur solche. Flächen massgebend sind, an denen überhaupt eine Glimmentladung entstehen könnte-auch die Dielektrizitäts-Konstante der Isolierung ist gleichgültig.
In Fig. 3 ist ein Ausführungsbeispiel einer derartigen Stromdurchführung 2 in schematischer
Wiedergabe dargestellt, deren Innenleiter 8 durch einen Isolator 9 vom metallischen Gefäss 1 isoliert ist.
Der Isolator 9 weist in bekannter Weise gegen den Innenleiter 8 einen schmalen Ringspalt 10 und gegen die metallische Isolatorfassung 11 einen ebensolchen Ringspalt 12 auf. Als "Einmündung" des Innenleiters 8 In den Unterdruckraum wird in der vorliegenden Beschreibung die Stelle 13 bezeichnet, an welcher derinnenleiter 8 aus dem Spaltsystem der Stromdurchführung 2 herausragt. Der Abstand a dieser Einmündung 13 des Innenleiters 8 von der Fassung 11'ist fil die Kapazitätsbetrachtung im vorliegenden Sinne massgebend, und nicht die innere Kapazität in der Stromdurchführung 2.
Bei der Stromdurchführung nach Fig. 4 ist die Fassung 14 für'den Isolator 9 wesentlich näher der Einmündung 13 des Innenleiters 8 gelegen, so dass der Abstand a wesentlich kleiner und die Kapazität an dieser Stelle bedeutend grösser ist. Im Hinblick auf eine einwandfreie Leistungsaufteilung nach dem vorliegenden Verfahren muss also eine derartige Bauweise vermieden werden.
Dass die Verringerung der Parallelkapazität gegenüber der Prozessflächenkapazität tatsächlich von entscheidender Bedeutung für die erwünschte Entlastung der Stromdurchführungen ist, zeigen die beiden Darstellungen in Fig. 5 und 6. Beide sind Darstellungen von Photographie, die durch ein Fenster in der Wandung eines Metallrezipienten ähnlich dem in Fig. l angegebenen aufgenommen wurden', u. zw. etwa in Pfeilrichtung 15 in Richtung auf die Innenseite der Stromdurchführung, so dass der Innenleiter und die Halterung für ein zu behandelndes Rohr deutlich erkennbar sind.
Die Bilder sind bei angenähert gleichen Betriebsbedingungen aufgenommen, u. zw. zeigt die Fig. 5 die vollzogene Entlastung der Durchführung, " erkenntlich an der Tatsache, dass die leuchtende Glimmentladung nur noch Teile der Halterung 4, nicht aber den Innenleiter 8 bis zur Einmündung 13, und die Isolierteile der Stromdurchführung überzieht. Das Metallgefäss 1 ist hiebei geerdet und nicht mit dem Speisungsstromkreis verbunden. Die Fig. 6 zeigt die gleichen Bauteile, nachdem der Abstand zwischen dem Rohr 5 und den Gegenelektroden vergrössert wurde.
Bei dieser Anordnung überwiegen die Parallelkapazitäten trotz Serienschaltung derselben über das Gehäuse l, weshalb keine Entlastung der Stromdurchführung 2 stattfindet und der Innenleiter nunmehr, wie deutlich sichtbar, von einer leuchtenden Glimmentladung überzogen ist. Natürlich wäre bei einigermassen energiereichen Glimmentladungen ein Dauerbetrieb auch nur von einigen Minuten bei dieser Belastung der Stromdurchführung nicht möglich, da dieselbe trotz eventueller Kühlung zerstört werden würde.
Ausser den bereits an Hand von Fig. 1-3 dargelegten Massnahmen zur Verminderung der den Prozessflächen parallel liegenden Kapazitäten kann nach Fig. 7 als weitere Massnahme auch eine Teilung des Entladungsgefässes in zwei voneinander isolierte Halbrezipienten 16 und 17 vorgesehen werden. Der Isolierring 18 sollte eine möglichst geringe Kapazität Cl zwischen den beiden Gefässhälften 16 und 17 gewährleisten, damit die aus C2, C1 und C3 in Serienschaltung bestehende Parallelkapazität zu den Prozessflächen des Werkstückes 19 möglichst gering wird.
In manchen Fällen kann es auch erwünscht sein, wie in Fig. 8 schematisch dargestellt, ein metall- schesEntladungsgefäss 21 mitIsoliermaterialdeckeln 22 und 23 zu versehen, um die Kapazität der Stromdurchführungen zu vermindern und eineKonzentration desEnergie-Umsatzes auf das Behandlungsgut, hier beispielsweise eine Schmelze 24, zu erleichtern.
Schliesslich sei noch darauf hingewiesen, dass auch durch isoliert im Unterdruckraum angeordnete metallische Abschirmungen unerwünschte grosse Parallelkapazitäten vermieden werden können. Beispielsweise kann bei der Stromdurchführung nach Fig. 4 die äussere Metallhalterung 14 vom Entladungsgefäss 1 isoliert und dadurch eine Abschirmwirkung erzielt werden. Auch der in den Unterdruckraum ragende In-
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nenleiter und die Halterungen für das Behandlungsgut können, falls erforderlich, gegenüber ändern Me- tallteilen abgeschirmt werden. Solche Massnahmen können besonders bei engen Metallrezipienten und un- günstigen Kapazitätsverhältnissen an den Prozessflächen vorteilhaft sein.
Die Konzentration des Energie-Umsatzes bei der Leistungsaufteilung auf die am Prozess beteiligten
Flächen kann, ausser durch Verringerung der schädlichen Parallelkapazität, auch durch Erhöhung der Ka- pazität der Prozessflächen gegenüber den zugeordneten Gegenelektroden gewährleistet werden. Beispiels- weise besteht bei der Glimmentladungsbehandlung des Rohres 5 im Entladungsgefäss 1 nach Fig. 1 und 2 die Möglichkeit, an Stelle der drei stabförmigen Gegenelektroden im Abstand d eine grossflächige Gegen- elektrode zu verwenden, etwa den in Fig. 3 angegebenen Meta11zylinder. 25. Auch eine Elektrodenanord- nung, wie in Fig. 7 angedeutet, ergibt eine Vergrösserung der Kapazität zwischen dem Werkstück 19 und der becherartigen Gegenelektrode 20.
Das vorliegende Verfahren der Leistungsauftellung einer Glimmentladung auf vorbestimmte von den spannungsführenden Bauteilen lässt sich für alle Arten von Betriebsspannungen durchführen. In Fig. l ist beispielsweise die Speisung seitens einerGleichspannungsquelle 7 über einen Vorwiderstand 26 angegeben, wobei durch periodisches Kurzschliessen desselben seitens eines vom Taktgeber 28 gesteuerten Schalters 27 eine impulsartigeEnergiezufuhr erzeugt wird, was dann von Vorteil ist, wenn grosse Entladungsintensitäten erwünscht sind, aber der für die Temperatur massgebliche zeitliche Mittelwert der Energie nicht überschritten werden darf. Natürlich kann auch eine andere Art der Impulstastung vorgesehen werden, etwa durch einen entsprechend gesteuerten Gleichrichter.
Auch reiner Gleichstrom oder gleichgerichteter einoder mehrphasige Wechselstrom ist verwendbar. Ferner kann die. Speisung mittels Wechselstrom, beispielsweise von 50 Hz, erfolgen, wobei gegebenenfalls auch eine Impulstastung durchführbar ist.
Wie bereits eingangs erwähnt, kann die vorliegende Massnahme zur energiemässigen Entlastung, insbesondere der-kathodischen Stromeinführungen,. bei der betriebsmässigen Temperatur der Prozessflächen durchgeführt werden. Es ist aber auch möglich und bei gewissen Glimmentladuhgsprozessen von Vorteil, bereits bei kalten Prozessflächen, also beispielsweise bei einer mittleren Temperatur derselben von etwa 50 bis 100 C, die Grenzwerte von Gasdruck und Spannung einzustellen und dann bei wachsender Temperatur der Prozessflächen beizubehalten.
Je nach dem sich dann einstellenden Entladungsstreckenwiderstand wird dann beim Erreichen des Endzustands der Entladung eine vollständige Entlastung der Stromen- führungen erzielt oder aber der anfängliche Entlastungszustand wieder zum Teil rückgängig gemacht.
Die"Entlastung"bestimmierspannungsführender und wenigstens zeitweise kathodischer Bauteile, ins- besondere, der Stromeinführungen ; entsprechend dem oben beschriebenen Verfahren muss natürlich keineswegs-in allen Fällen so weit getrieben werden, dass der Energie-Umsatz an diesen Teilen annähernd Null ist. Vielmehr kann eine Entlastung im Verhältnis 1 : 2 zugunsten derProzessflächen jenach BauartderStrom- einfiihrungen und Grösse des an den Prozessflächen erwünschten Energie-Umsatzes bereits von entscheiden-
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Oberfläche mit dem vorgesehenen spezifischen Energie-Umsatz in Wait/cm an den Prozessflächen verglichen wird.
Beispiel : In einem Eisenbehälter 1 gemäss Fig. 1 mit einem Innendurchmesser von 450 mm und Stromeinführungen, deren Innenleiter von seiner Einmündung bis zum Gehäusedeckel einen Abstand a = 70 mm besass, wurden Stahlrohre 5 von 530 mm Länge, einem Aussendurchmesser von 40 mm und einer zylindrischen Bohrung von nur 7 mm Weite behandelt. Die drei als Gegenelektroden 6 dienenden Stäbe von je 8 mm Durchmesser waren in einem radialen Abstand d = 35 mm von der Rohroberfläche entfernt angeordnet und erstreckten sich parallel zum jeweiligen Rohr tiber dessen ganze Länge. Der Abstand von der Rohroberfläche zur Behälterinnenwand war b = 205 mm, die Gesamthöhe des Behälterinnenraums war c = 1200 mm.
Behandelt wurde das Rohr 5 in einer Gasatmosphäre mit einem Druck von 11 mm Hg und einem Ge-
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seite von 30 ¯ 2 Rockwell C.
Die Behandlung wurde, nach einem Anlaùfintervall von etwa 2 Stunden, mit einer impulsartig zwischen 480 Volt und 395 Volt sich ändernden Gleichspannung durchgeführt, mit einem Strom von 6, 7 Amp. bei der hohen und 2, 7 Amp. bei der niedrigen Spannung. Die hohe Spannung war jeweils während eines Intervalls von 0, 3 Sekunden wirksam, gefolgt von einem Intervall mit niedriger Spannung von 1, 4 Sekunden, so dass das sogenannte Tastverhältnis Impuls : Pause zirka 1 : 5 betrug. Bei dieser Betriebsweise ergab sich eine intensive Glimmentladung sowohl an der Rohraussenseite als'auch an der Bohrung, jedoch reichte die
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Method for operating an electric glow discharge and
Discharge vessel for this
When operating glow discharges in a negative pressure vessel for the purpose of performing metallurgical, chemical or other technical processes, metallic discharge vessels are predominantly used, since such processes always require an increased temperature of the material to be treated. In the case of electrical glow discharges of this type, there is permanent or at least temporary negative voltage on the item to be treated, for example on the surface of the metal workpiece to be refined, so that the effective cathodic glow discharge covers the surfaces of the workpiece involved in the process as completely as possible.
The electrical supply required for this
Energy to the item to be treated is usually provided via one or more current feedthroughs built into the metal vessel wall with an insulated inner conductor that carries a constant cathodic potential to its surroundings in direct current operation and intermittently in alternating current operation.
When operating such discharge vessels, the known problem has arisen that not only the item to be treated, but also all other metal parts having cathodic potential, i.e. also the inner conductor of the electrical feedthrough, are covered with a glowing cap and thus participate in the discharge process. On the one hand, this causes unnecessary heating and energy losses on the parts concerned, for example on holders for the item to be treated, and on the other hand, reactions that have a destructive effect, especially at the current feedthroughs, especially at the contact points between the inner conductor and insulating material in the interior of the vessel.
This known phenomenon, which greatly reduces the service life of such electrical feedthroughs, has led to the use of a system of narrow gaps between the inner conductor and the insulator as a protective measure in order to protect the inner conductor / insulator contact point at the bottom of the gap system from attack by the destructive glow discharge, as experience has shown in a sufficiently narrow gap, a glow discharge is greatly impeded or completely suppressed.
The favorable influence of such gap systems has led to different, mostly rather complicated constructions of insulated power feedthroughs, in which narrow protective gaps are provided between the inner conductor on the one hand and the insulator or any metal parts connected to the insulator holder and the housing on the other.
The use of protective gaps around the inner conductor of the insulated power feedthroughs represents the only known means to keep the destructive glow discharge away from the sensitive points of the power feedthrough. Current feedthroughs of this type have also proven to be very useful, in particular when operating discharge vessels with a gas pressure of a few millimeters Hg. However, it often occurs that a relatively high temperature, for example, during glow discharge processes. over 500 C, the material to be treated is desired and a correspondingly high energy supply is required.
If one were to work with smaller gas pressures below 1 mm Hg, a relatively high operating voltage of well over 1000 volts would be necessary. which would be impractical because of the insulation difficulties and the complicated power supply systems. As a result, it is more advantageous to work with a higher pressure, for example between 5 and 20 mm Hg and above, since the much greater discharge current density means that the material to be treated is heated to temperatures of up to 10000C even at much lower operating voltages, for example between 400 and 1000 volts and above enables.
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Discharge vessels with a structure and dimensioning such that the current density on the supply lines to the process surfaces forming the electrodes and to the associated counter-electrodes at the connection points between the supply line and electrode is much lower than the current density on the process surfaces.
As a constructive rule for the construction of a discharge vessel suitable for carrying out the process according to the invention, which is provided with walls largely made of metal, at least one insulating current feedthrough and at least one further voltage supply line, with holding elements for the material to be treated and with counter electrodes, it should be noted that preferably an arrangement of the counter-electrodes assigned to the process areas is to be selected such that their capacitance to the process areas is greater than the parallel capacitance that results from the total capacitance between the two current inlets and of electrode leads when this capacitance is subtracted from the process areas,
Holders and on the live components against each other and against the discharge vessel wall as well as from electrode surfaces against the discharge vessel wall is formed. The counter-electrodes are preferably to be designed in such a way that they at least partially enclose the same in order to increase the capacitance to the process surfaces. Furthermore, insulation of the discharge vessel from all current-carrying leads is very advantageous for the purpose of reducing the parallel capacitance. It is also advisable to provide metallic shields in the immediate vicinity of the inner conductor of the power feedthroughs in order to reduce the parallel capacitances.
It is particularly advantageous to divide the discharge vessel into at least two parts insulated from one another in such a way that current feedthroughs are attached to parts insulated from one another.
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1-8Fig. 3 and 4 each show a longitudinal section through the cathodic current feedthrough of the discharge vessel according to FIG. 5 and 6 each show an illustration of the cathodic current feedthrough of the discharge vessel according to FIG. 1 in two operating states; 7 and 8 each show a further exemplary embodiment of discharge vessels.
As already mentioned, the present method relates to large-scale glow discharge processes which are carried out on the respective material to be treated at temperatures of 3000C and more. Since the item to be treated is at least temporarily connected as a cathode, the cathode has temperatures of 3000 ° C. and more in such large-scale glow discharge processes.
As a result of this high temperature of the cathode, the number of electrons released by a certain number of ions upon impact of the same on the cathode is considerably greater than z. B. at room temperature, and this fact creates the possibility of operating large-scale glow discharge processes with a relatively high specific energy density of the glow discharge, because to achieve a high energy density of the glow discharge the gas pressure in the discharge vessel must necessarily be increased to values at which it is cold Cathode a glow discharge could no longer be maintained if one wanted to avoid having to increase the operating voltage to impractical high values of one or more kilovolts.
If one were to reduce the voltage in such a large-scale glow discharge process, based on the values of the voltage across the discharge path and the pressure in the discharge vessel necessary to maintain a certain working temperature, while keeping the pressure constant, then the current of the discharge path and thus the ion density at the The cathode and thus in turn the temperature of the cathode decrease.
Since, as already explained above, a glow discharge could no longer be sustained at the necessary pressure values with a cold cathode, a limit temperature of the cathode must be reached when carrying out such an experiment, i.e. a constant reduction of the voltage while keeping the pressure constant, at which it is just possible to maintain the glow discharge, namely the temperature at which out of 100 ions there are just as many electrons at the. Cathode can be triggered that they just generate 100 ions again on the way to the anode. If the temperature of the cathode falls below this limit value, the glow discharge is extinguished.
On the other hand, there is also a limit voltage below which the glow discharge is extinguished because the energy of the ions on average is no longer sufficient to trigger the number of electrons required to maintain the glow discharge at the cathode.
The limit voltage and limit temperature are in turn dependent on one another because the energy required to trigger the required number of electrons and thus the limit voltage is lower the higher the temperature of the cathode and, conversely, the lower the limit temperature
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the higher the energy available to trigger the required number of electrons, i.e. the higher the voltage.
Each time the voltage U between the electrodes of the glow discharge path is reduced by AU, the cathode temperature T is simultaneously lowered by AT, and since the limit voltage Ulimit increases as the cathode temperature falls, the limit voltage is increased at the same time
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Reduction in increasing limit voltage the electrode voltage and the glow discharge breaks off.
This means, however, that the function U = f (J) terminates with a voltage reduction, that is to say that the slope of this function U = f (J) is not yet zero at the point at which the glow discharge is terminated or extinguished. Shortly before it goes out, the glow discharge begins to limit its surface area and withdraws from the surface areas on which the current paths of the lowest current density end and which accordingly have the lowest temperature and thus the highest limit voltage.
At this point there is the essential difference between the effect that forms the basis of the method according to the invention and the generally known effect that occurs in the range of the normal cathode case of the current-voltage characteristics of low-current glow discharges and the coverage of the cathode proportional to the current caused at constant voltage.
This difference should be emphasized again clearly:
1. Known effect: a) The surface area of the glow discharge only begins to narrow when the electrode voltage changes from the abnormal cathode case to the normal cathode case, i.e. from the point where the electrode voltage has reached the constant limit voltage and remains constant. b) At the beginning of the restriction of the surface area of the glow discharge, the slope of the current-voltage characteristic U = f (J) is equal to zero.
Causes of the known effect:
The limit voltage is constant in the case of low-current glow discharges because the cathode temperature is constant due to the low intensity of the glow discharge, u. between about the same: the ambient temperature. In this context, one speaks of a cold cathode in the glow discharge.
The limit voltage is therefore independent of or voltage changes (at least in the entire range of the normal and in the initial range of the abnormal cathode drop) because the low current does not cause any temperature change in the cathode.
The electrode voltage reaches the limit voltage during the transition from the abnormal to the normal cathode drop. Since the limit voltage is independent of the current, the current can be reduced from this transition point onwards, while maintaining the same electrode voltage, without the glow discharge going out. However, since the electrode voltage in this area is equal to the limit voltage, there is an unstable equilibrium between the number of ions constantly flowing off onto the cathode and the number of ions that are constantly generated. When the current is reduced, i.e. the number of electrons supplied, the number of ions generated decreases and, because of the unstable equilibrium, the number of ions flowing off onto the cathode decreases to the same extent, so that the coverage of the cathode must decrease proportionally to the current.
2. Fundamentals of the process according to the invention forming effect: a) The surface area of the glow discharge begins to be limited when the temperature on any part of the surface carrying the electrode voltage has dropped so far that the with. With the falling temperature, the increasing limit voltage on this part of the surface exceeds the electrode voltage.
From the beginning of the restriction of the surface area of the glow discharge, the electrode voltage can be further reduced, u. betw. until the temperature has dropped so far on all surface parts that the limit voltage, which increases with the falling temperature, has exceeded the electrode voltage on all these surface parts; b) At the beginning of the restriction of the surface area of the glow discharge, the slope of the current-voltage characteristic U = f (J) is therefore not equal to zero.
Causes of the novel effect:
The limit voltage is not constant for high-current glow discharges because the cathode temperature depends on the current due to the high intensity of the glow discharge.
The limit voltage is therefore dependent on the current and thus also on the electrode voltage,
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because a change in the electrode voltage causes a change in current and thus also a change in temperature of the cathode.
The partial current density is at the surface parts carrying the electrode voltage with the lowest current density
Temperature lowest, therefore the partial limit stress highest. When the electrode voltage is reduced below this partial limit voltage, the glow discharge withdraws from these surface parts.
For example, in the metal discharge vessel 1 shown schematically in FIG. 1, with the two insulated power feedthroughs 2 and 3, the holder 4 for the tube 5 to be finished on the surface and the counter-electrodes 6, at a gas pressure of about 1 mm Hg When the voltage source 7 has an operating voltage of about 600 V, a glow discharge occurs which covers all the cathodic components, i.e. the workpiece 5, the holder 4 and the inner conductor 8 of the current feedthrough 2. Of course, the energy density on the workpiece 5 is still in this mode of operation relatively low and at most sufficient for heating it to 100 - 2000C.
Should an energy density of z. If, for example, 1.5 watts / cm * and a workpiece temperature of 500 C are achieved and maintained over a longer period, this can be achieved by increasing the voltage accordingly. However, this results in an increase in the energy density on all cathodic components, i.e. also on the inner conductor 8 of the electrical feedthrough 2, which is highly undesirable since the sealing means on such massive electrical feedthroughs usually have to be protected from higher temperatures.
In an effort to keep the high-energy glow discharge as far away as possible from the current feedthroughs, attempts were made, among other things, to make the discharge vessel 1 much higher and the holder 4 via a thin rod with the inner conductor 8 of the then distant one, while the arrangement of parts 3 and 6 remained the same To connect power feedthrough 2. When investigating such test arrangements, it was surprisingly discovered that the long connecting rod was only partially covered with a glow discharge and the uppermost part including the current feedthrough 2 was free of it.
The only partial coverage of such spatially very extensive electrodes with a glow discharge proved to be pressure-dependent, u. between, with increasing pressure from 1 mm Hg upwards, an increasing concentration of the glow discharge on the tube 5 and the immediately adjacent space could be achieved.
This unexpected finding gave the inventor the idea of using the aforementioned effect in order to avoid the problems with components, which mainly occur again and again at high pressure in the discharge vessel, which must be protected from the effects of intense glow discharges in order to avoid flashovers and other destruction, especially the known difficulties with current feedthroughs that the insulator must not come into contact with a glow discharge to eliminate, u. by such a control or setting of the electrode voltage U and gas pressure p in the discharge vessel that the glow discharge withdraws from the components within the discharge vessel to be protected from the effects of a glow discharge or does not cover them.
For this purpose, the operating voltage U of the glow discharge and the pressure p in the discharge vessel must be controlled or set in dependence on one another in such a way that the voltage U at each
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If the value falls below this, the glow discharge begins to limit its surface area while keeping Px constant and thereby withdraws from the surface parts on which the current paths of the lowest current strength end are at least so much lower that the surface area of the glow discharge is at most up to voltage-carrying components to be protected are close to the effects of a glow discharge and are at most so much lower,
that the area of the glow discharge covers at least the areas involved in the process.
This creates a discharge state in which the glow discharge just begins to withdraw from the current feedthrough. The material to be treated, that is to say the tube 5 in FIGS. 1 and 2, then has the intended specific energy density, but at least the inner conductor 8 of the bushing 2 is relieved of energy. If desired, the relief can also be extended to the holder 4.
Although a division of the power can be achieved in all cases according to the method according to the invention, measures must be taken to bring about the relief or the concentration of energy at the respectively desired points. This is because the specified method can only function properly and produce the desired effect if the glow discharge actually begins to retreat from the components, which are to be protected from the effects of a glow discharge, and concentrates more and more on the process surfaces and not, conversely, withdrawing from process areas and concentrating on the components to be protected.
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Since, as relevant investigations have shown, the glow discharge withdraws from the surface parts on which the current paths of the lowest current density end, and the current density in turn depends, as is well known, on the structural arrangement and dimensioning of the individual surface parts the discharge vessel used to carry out the specified method has a very specific arrangement and dimensioning of all live components located within it, including the process surfaces forming the electrodes and associated counter electrodes, u. Between the discharge vessel and the implementation of the method according to the invention, the discharge vessel must be designed in such a way that on the one hand the.
Current paths-highest '.
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Elnwe! If a component protecting a glow discharge ends, the current paths have a lower, 'u. Zw. Preferably have a significantly lower current density, and that on the other hand, given the same current in each current path
The number of current paths ending on the process surfaces is larger, u. zw. is preferably significantly greater than the number of current paths ending on all other live components. In this case, a design should preferably be selected such that the current paths of the lowest current density end on the components to be protected from the action of a glow discharge.
The current density can easily be determined using known graphic methods for a given configuration by drawing the current paths and equipotential lines in a section through the discharge vessel according to given rules, whereby the known main rules stemming from the theory of complex transformations - compliance with the intersection angle and the similarity of the image are ; For orthogonal systems, like all potential currents, including electrical currents, these mean that current paths and equipotential lines intersect at right angles and each enclose squares or square-like individual areas. The density of the current paths resulting from the application of these rules is then a measure of the current density occurring in the discharge vessel.
Instead of the graphical method, the known experimental method using an electrolytic trough can also be used to determine the current density.
- In order to save the person skilled in this work, the inventor has given a simpler rule for the design of the discharge vessel, which gives the designer a better overview. According to this rule, the discharge vessel and all voltage-carrying components within it are to be designed and arranged in such a way and, in particular, an arrangement of the counter-electrodes assigned to the process areas is to be selected so that their capacitance to the process areas is greater than the parallel capacitance that results from subtracting this capacitance from the total capacitance between the two current inlets and of electrode leads,
Holders and on the live components against each other and against the discharge vessel wall as well as from electrode surfaces against the discharge vessel wall is formed.
For the desired relief of the current feedthrough 2 in FIGS. 1 and 2, for example, the arrangement and dimensions of the counterelectrode 6 associated with the tube 5 - in comparison to the spacing and area ratios at the confluence of the inner conductor 8 of the current feedthrough 2 in the Negative pressure space opposite the closest metal parts connected to the positive pole of the power source 7.
This "electrode geometry" must be selected in such a way that the capacitance between the tube 5 - without the bracket 4 - and the parts of the counter electrode 6 extending along the same is greater than the total parallel capacitance of the other components located in the negative pressure space which are connected to the tube 5 are connected (parts 4, 8) or are at the potential of the counter electrode 6 (lower bend of 6, inner conductor of 3). This parallel capacitance is determined here by the capacitances connected electrically in series between the housing 1 and the holder 4 including the inner conductor 8 on the one hand and the capacitances between the housing 1 and the counter electrodes 6 including the inner conductor of the electrical feedthrough 3 on the other.
If the capacitance value between the tube 5 and the counter-electrodes 6 exceeds that parallel capacitance, then with a simultaneous pressure and voltage change, while maintaining the prescribed energy density, the desired power distribution results, in which the current feedthrough 2 and the inner conductor 8 are relieved and a concentration of the Energy conversion takes place on the process surfaces, so on the pipe 5.
This capacity rule allows a suitable electrode arrangement to be found in a simple manner, which enables a power distribution in favor of the surfaces involved in the process. -Of course, this is only an abbreviated description of the geometric configuration of the distance and surface ratios, and it is by no means intended to assert that these capacities really appear as capacitive blank values when the glow discharge occurs. Rather, in reality, the impedance values of the individual parts of the discharge path are more likely
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ohmic and to be regarded as resistances.
However, the capacity analysis has proven its worth and is a useful aid to assessing the usefulness of the structural design.
If the capacity rule were not observed in the discharge vessel and the arrangement according to FIGS. 1 and 2 and the sum of the parallel capacitances exceeded the value of the capacity between the tube 5 and the counter-electrodes 6, a power distribution would be achievable, but the relief would be at the process areas , i.e. in pipe 5, and not at the current feed-through as desired.
To reduce the parallel capacity to the process surface capacity, see for the discharge vessel
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1 results in a series connection of the capacities of the two inner conductors of the power feedthroughs to the housing 1. In these capacitance considerations, however, it is important that only the capacitance of the inner conductor 8 protruding freely into the negative pressure space is important and not the intrinsic capacitance concentrated within the current feedthrough itself, because only such. Areas are decisive where a glow discharge could occur at all - the dielectric constant of the insulation is also irrelevant.
An exemplary embodiment of such a current feedthrough 2 is shown schematically in FIG
Representation shown, the inner conductor 8 of which is isolated from the metallic vessel 1 by an insulator 9.
In a known manner, the insulator 9 has a narrow annular gap 10 against the inner conductor 8 and an annular gap 12 of the same kind against the metallic insulator mount 11. In the present description, the point 13 at which the inner conductor 8 protrudes from the gap system of the electrical feedthrough 2 is referred to as the “junction” of the inner conductor 8 into the negative pressure space. The distance a of this junction 13 of the inner conductor 8 from the socket 11 ′ is decisive for the capacitance analysis in the present sense, and not the internal capacitance in the current feed-through 2.
In the current lead-through according to FIG. 4, the socket 14 for the insulator 9 is located much closer to the junction 13 of the inner conductor 8, so that the distance a is substantially smaller and the capacitance is significantly greater at this point. With regard to a perfect power distribution according to the present method, such a construction must be avoided.
The two representations in FIGS. 5 and 6 show that the reduction in the parallel capacitance compared to the process area capacitance is actually of decisive importance for the desired relief of the current feedthroughs. Both representations of photographs, which are shown through a window in the wall of a metal receptacle similar to that in FIG . l specified were included ', u. between approximately in the direction of arrow 15 in the direction of the inside of the current feedthrough, so that the inner conductor and the holder for a pipe to be treated can be clearly seen.
The pictures are taken under approximately the same operating conditions, u. 5 shows the completed discharge of the bushing, "recognizable by the fact that the glowing glow discharge only covers parts of the holder 4, but not the inner conductor 8 up to the junction 13, and the insulating parts of the current feed-through. The metal vessel 1 6 shows the same components after the distance between the pipe 5 and the counter-electrodes has been increased.
In this arrangement, the parallel capacitances predominate despite being connected in series via the housing 1, which is why there is no discharge of the current feed-through 2 and the inner conductor is now covered by a glowing glow discharge, as can clearly be seen. Of course, with fairly high-energy glow discharges, continuous operation even for a few minutes would not be possible with this load on the current feedthrough, since it would be destroyed despite any cooling.
In addition to the measures already set out with reference to FIGS. 1-3 for reducing the capacitances lying parallel to the process surfaces, a division of the discharge vessel into two semi-recipients 16 and 17 isolated from one another can also be provided according to FIG. 7 as a further measure. The insulating ring 18 should ensure the lowest possible capacitance Cl between the two vessel halves 16 and 17 so that the parallel capacitance consisting of C2, C1 and C3 in series with the process surfaces of the workpiece 19 is as low as possible.
In some cases it may also be desirable, as shown schematically in FIG. 8, to provide a metal discharge vessel 21 with insulating material covers 22 and 23 in order to reduce the capacity of the electrical feedthroughs and to concentrate the energy conversion on the material to be treated, here for example a melt 24 to facilitate.
Finally, it should also be pointed out that undesired large parallel capacitances can also be avoided by means of metallic shields arranged in an isolated manner in the negative pressure space. For example, in the case of the current feed-through according to FIG. 4, the outer metal holder 14 can be isolated from the discharge vessel 1 and a shielding effect can thereby be achieved. Even the in-
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The inner conductor and the holders for the item to be treated can, if necessary, be shielded from other metal parts. Such measures can be particularly advantageous in the case of narrow metal recipients and unfavorable capacity ratios on the process surfaces.
The concentration of the energy turnover when distributing the power to those involved in the process
In addition to reducing the harmful parallel capacitance, surfaces can also be guaranteed by increasing the capacitance of the process surfaces in relation to the associated counter-electrodes. For example, in the glow discharge treatment of the tube 5 in the discharge vessel 1 according to FIGS. 1 and 2, instead of the three rod-shaped counter-electrodes at a distance d, a large-area counter-electrode, such as the meta-cylinder indicated in FIG. 3, is used. 25. An electrode arrangement, as indicated in FIG. 7, also results in an increase in the capacitance between the workpiece 19 and the cup-like counter-electrode 20.
The present method of applying the power of a glow discharge to predetermined ones of the live components can be carried out for all types of operating voltages. In Fig. 1, for example, the supply is indicated by a DC voltage source 7 via a series resistor 26, whereby a pulse-like energy supply is generated by periodic short-circuiting of the same by a switch 27 controlled by the clock generator 28, which is advantageous when large discharge intensities are desired, but the one for the temperature, the relevant temporal mean value of the energy, must not be exceeded. Of course, another type of pulse control can also be provided, for example by means of a correspondingly controlled rectifier.
Pure direct current or rectified single or multi-phase alternating current can also be used. Furthermore, the. They are fed by means of alternating current, for example at 50 Hz, with pulse sampling also being possible if necessary.
As already mentioned at the beginning, the present measure for energy-related relief, in particular the cathodic current inlets, can. be carried out at the normal operating temperature of the process surfaces. However, it is also possible and advantageous in certain glow discharge processes to set the limit values for gas pressure and voltage even with cold process surfaces, for example at an average temperature of about 50 to 100 ° C. and then to maintain them as the temperature of the process surfaces increases.
Depending on the discharge path resistance that then arises, when the final state of the discharge is reached, the current leads are completely discharged or the initial discharge state is partially reversed.
The "relief" of components that carry a certain voltage and are at least temporarily cathodic, in particular the current leads; In accordance with the method described above, it is of course not necessary in all cases to drive so far that the energy conversion on these parts is approximately zero. Rather, a relief in the ratio of 1: 2 in favor of the process areas, depending on the design of the electricity inlets and the size of the energy turnover desired at the process
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Surface is compared with the intended specific energy conversion in wait / cm on the process surfaces.
Example: In an iron container 1 according to FIG. 1 with an inner diameter of 450 mm and current inlets, the inner conductor of which had a distance a = 70 mm from its confluence to the housing cover, steel pipes 5 of 530 mm in length, an outer diameter of 40 mm and a cylindrical bore only 7 mm wide. The three rods, each 8 mm in diameter, serving as counter electrodes 6, were arranged at a radial distance d = 35 mm from the pipe surface and extended parallel to the respective pipe over its entire length. The distance from the pipe surface to the inner wall of the container was b = 205 mm, the total height of the container interior was c = 1200 mm.
The tube 5 was treated in a gas atmosphere with a pressure of 11 mm Hg and a gel
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The treatment was carried out after a starting interval of about 2 hours with a pulsed DC voltage between 480 volts and 395 volts, with a current of 6.7 amps for the high voltage and 2.7 amps for the low voltage. The high voltage was effective for an interval of 0.3 seconds, followed by a low voltage interval of 1.4 seconds, so that the so-called pulse duty factor: pause was approximately 1: 5. In this mode of operation, an intense glow discharge resulted both on the outside of the pipe and on the bore, but that was sufficient
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